數(shù)值模擬結(jié)合實(shí)驗(yàn)驗(yàn)證克服鑄件疏松缺陷

胡興業(yè)+劉洪匯+張永

摘要：針對(duì)大型鑊合金（137 kg）主機(jī)匣鑄件法蘭邊的疏松缺陷，采用數(shù)值模擬結(jié)合實(shí)驗(yàn)驗(yàn)證的方法，研究了冒口種類和冷鐵結(jié)構(gòu)對(duì)主機(jī)匣法蘭邊內(nèi)部疏松缺陷的變化規(guī)律，從補(bǔ)縮凝固角度分析了產(chǎn)生缺陷的原因，給出了解決缺陷的基本思路。結(jié)果表明：對(duì)于模數(shù)為1.3 cm的法蘭邊，分散布置φ50 mm的保溫冒口，在其中間放置厚度為（1.5～2.0）倍法蘭邊厚度的冷鐵，對(duì)冒口頸加R角，可使得ZM6合金液在保溫冒口中形成模數(shù)變化梯度，保證補(bǔ)縮通道通暢，消除法蘭邊內(nèi)部的疏松缺陷。

關(guān)鍵詞：鎂合金；疏松；保溫冒口

DOI：10.15938/j.jhust.2016.03.017

中圖分類號(hào)：TG249.2 文獻(xiàn)標(biāo)志碼：A 文章編號(hào)：1007—2683（2016）03—0087—04

0引言

鎂合金因其高比強(qiáng)度、高比剛度、高阻尼性能和優(yōu)異的切削性能，在航空裝備制造領(lǐng)域得到越來越多的應(yīng)用，尤其是直升機(jī)或飛機(jī)傳動(dòng)系統(tǒng)的機(jī)匣殼體類鑄件多為鎂合金。其中做為8 t級(jí)直升機(jī)的主減速器機(jī)匣，材質(zhì)為ZM6，鑄件重量為137 kg。鑄造方法為砂型重力鑄造，鑄件高度達(dá)846 mm。對(duì)于澆注如此高的ZM6鑄件，采用原始的隨形冒口。往往在冒口根部的法蘭內(nèi)部易產(chǎn)生疏松缺陷。

關(guān)于鎂合金鑄件缺陷的克服，國內(nèi)外學(xué)者已進(jìn)行了大量研究工作，從熔體處理、澆注工藝參數(shù)、熱處理等工序人手，運(yùn)用數(shù)值模擬和實(shí)驗(yàn)驗(yàn)證方法進(jìn)行了研究，但缺少在真實(shí)鑄件上應(yīng)用的實(shí)例。

在此基礎(chǔ)上，本文以8 t級(jí)直升機(jī)的主減速器機(jī)匣為例，針對(duì)原冒口下方易產(chǎn)生的疏松缺陷，提出一種新方案，旨在節(jié)約合金液用量，并減少過多合金液流經(jīng)鑄件對(duì)其產(chǎn)生的過熱影響。新方案將采用分散式保溫冒口，保溫冒口之間放置冷鐵，得到修改后的鑄件及其澆注系統(tǒng)的3D數(shù)模。利用Magma5.2數(shù)值模擬軟件，對(duì)修改后的3D數(shù)模進(jìn)行數(shù)值模擬，然后自組裝測(cè)溫系統(tǒng)對(duì)數(shù)值模擬結(jié)果進(jìn)行實(shí)驗(yàn)驗(yàn)證。

1研究方法與過程

1.1合金材料

主機(jī)匣材質(zhì)為ZM6合金，見表1。圖1所示為ZM6的實(shí)測(cè)DSC曲線，利用切線法標(biāo)定出其凝固溫度范圍為（580～656）℃。

1.2研究方法

利用Magma5.2對(duì)主機(jī)匣上法蘭邊的新方案進(jìn)行數(shù)值模擬，根據(jù)數(shù)值模擬結(jié)果分析新方案的合理性，修理模具投產(chǎn)，再進(jìn)行射線探傷驗(yàn)證。

1.3研究過程

如圖2為實(shí)驗(yàn)研究過程，針對(duì)現(xiàn)有主機(jī)匣隨形常規(guī)冒口根部法蘭內(nèi)部的疏松問題，制定分散式保溫冒口配合冷鐵的模具修理方案，然后對(duì)新方案進(jìn)行數(shù)值模擬，后對(duì)數(shù)值模擬結(jié)果進(jìn)行溫度場(chǎng)實(shí)驗(yàn)驗(yàn)證，最終確定模具修理方案。

2結(jié)果與分析

2.1新方案的提出

如圖3（a）所示，為原主機(jī)匣的頂冒口結(jié)構(gòu)，冒口截面相似于法蘭邊形狀，在相鄰的冒口之間設(shè)置小冷鐵。這種結(jié)構(gòu)在投產(chǎn)過程中，在冒口根部的法蘭邊內(nèi)部易產(chǎn)生疏松缺陷，如圖4所示。圖中圈選區(qū)域由X光檢驗(yàn)人員給出，由于X光底片在文中不便顯示，此不贅述。

基于此，提出修改方案，即用外圍的分散式保溫冒口配合冷鐵使用代替原冒口，并在其保溫冒口的頸部加R角，見圖3（b）。

2.2新方案數(shù)值模擬結(jié)果

如圖5所示，使用Foseco的φ50 mm的保溫冒口套。圖6為上法蘭邊的疏松傾向模擬結(jié)果，結(jié)果表明在分散保溫冒口和冷下方的法蘭邊內(nèi)部，沒有疏松形成傾向。法蘭邊在沒有澆注系統(tǒng)時(shí)，模數(shù)為1.3 cm。如圖7所示，通過對(duì)它們的模數(shù)分析可以看出，保溫冒口之間的厚大的冷鐵（厚度為1.5～2.0倍的法蘭邊厚度），在冷鐵貼合部位和保溫冒口頸之間形成了良好的模數(shù)變化梯度，即在凝固時(shí)間上保證了順序凝固原則。

圖8為保溫冒口內(nèi)部模數(shù)變化的剖面圖，易看出，從冒口→冒口頸→鑄件方向上，保持逐漸減小的變化趨勢(shì)，見黃色高亮顯示的數(shù)值。

因此，在保溫冒口內(nèi)部沿重力方向向下直至要補(bǔ)縮的鑄件區(qū)域，必須形成良好的模數(shù)變化梯度，才能有效地形成順序凝固，即被補(bǔ)縮的鑄件先凝固，補(bǔ)縮的保溫冒口后凝固。在保溫冒口間布置的厚大冷鐵，有助于加強(qiáng)這種模數(shù)變化梯度的形成，并延長(zhǎng)補(bǔ)縮距離。

眾所周知，絕大多數(shù)合金材料在鑄造過程中，由于發(fā)生固/液相變，導(dǎo)致材料密度發(fā)生變化，在凝固階段和后續(xù)的冷卻階段引起體積收縮。如果這部分體積收縮量，得不到補(bǔ)縮來源（通常條件下是冒口）的補(bǔ)充或補(bǔ)償（該過程稱之為補(bǔ)縮），則會(huì)引起合金材料形成疏松、縮孔等鑄造缺陷。若想消除疏松、縮孔缺陷，則必須保證缺陷位置處得到良好的補(bǔ)縮。

由于鑄件的任意部位都是經(jīng)歷固液相變和降溫冷卻的，因此鑄件的任意部位都需要進(jìn)行有效補(bǔ)縮。補(bǔ)縮的必要條件是，冒口的模數(shù)應(yīng)大于被補(bǔ)縮鑄件位置的模數(shù)。因?yàn)橐罁?jù)鑄件平方根定律，模數(shù)大意味著凝固時(shí)間長(zhǎng)，這是保證冒口的凝固時(shí)間要比鑄件長(zhǎng)，是鑄件被補(bǔ)縮的前提條件或者稱為熱力學(xué)條件，值得強(qiáng)調(diào)的是，盡量形成冒口→冒口頸→鑄件方向上的較大模數(shù)變化梯度，以保證形成順序凝固。其次，在被補(bǔ)縮位置至冒口的路徑上，應(yīng)確保補(bǔ)縮通道通暢，不應(yīng)存在激冷源等斷開補(bǔ)縮通道，這是鑄件被補(bǔ)縮的充分條件或者稱為動(dòng)力學(xué)條件。

從圖8（b）可以看到，新方案使用模數(shù)較大的保溫冒口并配合厚度較大的冷鐵，能夠在保溫冒口至缺陷位置處，形成較大的模數(shù)變化梯度，為形成順序凝固創(chuàng)造了必要條件。而且補(bǔ)縮通道是通暢的，因此疏松位置被保溫冒口進(jìn)行了充分地補(bǔ)縮，疏松缺陷得以克服。

3結(jié)論

通過對(duì)新方案進(jìn)行的數(shù)值模擬和實(shí)驗(yàn)驗(yàn)證，分散式保溫冒口配合冷鐵的使用和冒口頸加R角具有以下優(yōu)勢(shì)：

1）能夠在冒口→冒口頸→+鑄件方向上，形成良好的模數(shù)下降梯度，是保證鑄件的補(bǔ)縮通道通暢的必要條件；

2）當(dāng)冷鐵選定為1.5～2.0倍的法蘭邊厚度時(shí)，可保證冷鐵貼合部位至保溫冒口頸部區(qū)域內(nèi)形成有效的順序凝固；

3）冒口頸所加的R角，可保證冒口和鑄件轉(zhuǎn)接部位等溫線變化均勻，有利于冒口橫向補(bǔ)縮冒口頸附件區(qū)域的鑄件；

4）后續(xù)的射線探傷結(jié)果表明，新方案可消除主機(jī)匣上法蘭邊內(nèi)部的疏松缺陷，但有時(shí)會(huì)有不固定位置的夾渣缺陷，原因是保溫冒口因其體積小，不利于鎂合金充型時(shí)的排渣。